搖擺墻體外加固中小學(xué)校框架結(jié)構(gòu)抗震性能分析

王 偉

(廣州中的建筑有限公司,廣東 廣州 510000)

搖擺墻體外加固中小學(xué)校框架結(jié)構(gòu)抗震性能分析

王 偉

(廣州中的建筑有限公司,廣東 廣州 510000)

采用外加搖擺墻的體外加固方法加固一個(gè)不滿足抗震要求的四層中小學(xué)框架結(jié)構(gòu)，通過(guò)對(duì)不同加固方案的加固結(jié)構(gòu)進(jìn)行彈性和彈塑性地震反應(yīng)分析，研究地震作用下不同加固方案對(duì)結(jié)構(gòu)的抗震性能影響，分析結(jié)果表明，外加搖擺墻可使原結(jié)構(gòu)各樓層的位移角趨于均勻化，增設(shè)搖擺墻之后結(jié)構(gòu)的塑性鉸狀態(tài)相對(duì)減緩。

框架結(jié)構(gòu)，搖擺墻，體外加固，抗震性能

0 引言

體外加固方法就是通過(guò)子結(jié)構(gòu)和原結(jié)構(gòu)之間的協(xié)同工作，提高結(jié)構(gòu)的整體抗震性能。同時(shí)體外加固在加固施工期間可以不中斷建筑的正常使用[1，2]。結(jié)構(gòu)的損傷機(jī)制可分為“集中型”和“整體型”[3]。鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)在地震中容易出現(xiàn)由柱端出鉸而導(dǎo)致的層屈服破壞現(xiàn)象，這在歷次地震中屢見(jiàn)不鮮。層屈服破壞是一種“集中型”破壞模式，不能充分發(fā)揮結(jié)構(gòu)的整體耗能能力。由于樓板和梁以及填充墻與框架柱之間的相互作用，規(guī)范規(guī)定的“強(qiáng)柱弱梁”的破壞模式難以實(shí)現(xiàn)[4]。本文采用外加搖擺墻的體外加固方法對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行加固，改變結(jié)構(gòu)體系，使結(jié)構(gòu)具有多重抗震防線，從而提高整個(gè)結(jié)構(gòu)抗震性能[5]。

近年來(lái)國(guó)外開(kāi)展了一系列的搖擺墻結(jié)構(gòu)體系方面的研究，搖擺墻結(jié)構(gòu)體系常與預(yù)應(yīng)力技術(shù)和耗能技術(shù)相結(jié)合，提高結(jié)構(gòu)的自復(fù)位能力和耗能能力，而我國(guó)對(duì)于搖擺墻的研究尚處于初步階段[6]。本文采用外加搖擺墻的體外加固方法加固一個(gè)不滿足抗震要求的四層中小學(xué)框架結(jié)構(gòu)架結(jié)構(gòu)，并對(duì)加固前后的抗震性能進(jìn)行分析。分析內(nèi)容包括：各榀框架底部剪力分配情況、層間位移角以及加固前后結(jié)構(gòu)的屈服機(jī)制。

1 方案設(shè)計(jì)

1.1 原模型主要參數(shù)

原模型為四層框架教學(xué)樓，總長(zhǎng)為44 000 mm，建筑總高度為12 500 mm。首層層高為3 500 mm，其余層層高均為3 000 mm。混凝土強(qiáng)度等級(jí)：柱C30、梁板C25。主要構(gòu)件截面尺寸：柱400 mm×400 mm，梁200 mm×600 mm。原模型按照抗震設(shè)防烈度為7度進(jìn)行設(shè)計(jì)，加固后抗震設(shè)防烈度按照7.5度進(jìn)行校驗(yàn)。原模型結(jié)構(gòu)平面圖如圖1所示。

1.2 加固模型參數(shù)設(shè)置

原結(jié)構(gòu)縱橫兩個(gè)方向根據(jù)加設(shè)搖擺墻寬度的不同共有三種加固方式。外加搖擺墻部分混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30，厚度為200 mm。加固方案如表1和圖2所示。利用SAP2000建立結(jié)構(gòu)模型，搖擺墻采用桿單元模擬，與基礎(chǔ)接觸位置采用鉸接，搖擺墻與框架之間采用剛性桿連接。

表1 各模型加固方案表 mm

2 小震下結(jié)構(gòu)的整體性能

采用反應(yīng)譜分析方法對(duì)小震作用下結(jié)構(gòu)進(jìn)行彈性分析，計(jì)算在7.5度烈度地震作用下，在加固前后結(jié)構(gòu)所受地震力、地震力分配情況以及結(jié)構(gòu)層間位移角變化情況進(jìn)行對(duì)比分析。

2.1 結(jié)構(gòu)振動(dòng)特性以及地震作用力對(duì)比情況

表2描述結(jié)構(gòu)前三階振型及周期。加固前后結(jié)構(gòu)第一周期變化幅度不大。所以結(jié)構(gòu)所受總的地震力增幅也將不會(huì)太大。而由于搖擺墻底部是鉸接，不受彎矩，墻體本身不會(huì)被破壞，對(duì)基礎(chǔ)的抗彎承載力需求小。表3給出了加固前后各模型地震剪力。縱向地震力增幅20%左右，橫向地震力增幅30%。

表2 各模型前三階振型及周期

表3 各模型地震作用力對(duì)比

圖3給出了不同加固模式下各榀框架所分配的地震剪力。可以看出各榀框架所分配的地震剪力均有所減小，其中與搖擺墻相連的各榀框架降幅較大，尤其是端榀框架。搖擺墻越寬，降幅越明顯。綜上所述，原有結(jié)構(gòu)在采用搖擺墻進(jìn)行加固后，結(jié)構(gòu)所受的總的地震剪力會(huì)有所增加，但原有各榀框架部分所受的地震剪力均有一定幅度下降。

2.2 樓層位移和位移角的對(duì)比分析

結(jié)構(gòu)層間位移角的對(duì)比如圖4所示，可以看出：結(jié)構(gòu)未加固之前，第二層是結(jié)構(gòu)薄弱層，其層間位移角為1/400，不滿足規(guī)范的要求。在加固之后，結(jié)構(gòu)底部?jī)蓪訉娱g位移角均有較大幅度的減小，而頂層層間位移角有增大，結(jié)構(gòu)各樓層位移角趨于統(tǒng)一，結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)出“搖擺性”。從模型KJ，KJA，KJC層間位移角的變化情況來(lái)看，搖擺墻的寬度的大小影響搖擺行為。從圖4a)縱向?qū)娱g位移角可以看出，模型KJC底兩層位移角減小幅度較KJA大，頂層層間位移角增大幅度也比KJA模型大。圖4b)橫向?qū)娱g位移角也呈現(xiàn)同樣的規(guī)律。這歸結(jié)于搖擺墻作為一個(gè)整體關(guān)鍵性構(gòu)件的特點(diǎn)，通過(guò)搖擺墻自身剛度來(lái)調(diào)節(jié)原有結(jié)構(gòu)變形模式，使結(jié)構(gòu)各層變形趨向于均勻，不致于由于層破壞而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體破壞。

3 結(jié)構(gòu)屈服機(jī)制分析

為考察結(jié)構(gòu)加固前后在大震作用下的破壞情況，采用SAP2000對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行pushover分析，建模時(shí)梁端指定為彎曲(M3)鉸，柱端指定P-M2-M3鉸，采用振型加載模式。

建筑物遭受地震后破壞程度分為正常使用(Operational)、可立即使用(Immediate Occupancy，IO)、生命安全(Life Safty，LS)和避免倒塌(Collapse Prevention，CP)4個(gè)等級(jí)[7]。不同性能極限狀態(tài)表示如圖5所示，橫坐標(biāo)為轉(zhuǎn)角，縱坐標(biāo)為彎矩。正常使用相當(dāng)于小震彈性階段，基本運(yùn)行相當(dāng)于“中震不屈服”階段[8]。生命安全接近倒塌階段，結(jié)構(gòu)已明顯進(jìn)入彈塑性階段。

圖6是框架結(jié)構(gòu)基于7.5度罕遇地震作用下的塑性鉸發(fā)展情況。從圖6a)縱向框架塑性鉸情況來(lái)看，原始結(jié)構(gòu)(KJ)塑性鉸主要出現(xiàn)在第一層和第二層，其中原始模型KJ底層梁柱出現(xiàn)大量塑性鉸，發(fā)展也相對(duì)激烈。從圖6c)在增設(shè)搖擺墻之后結(jié)構(gòu)塑性鉸分布也就比較均勻，沒(méi)有集中出現(xiàn)在某一層。圖6b)描述結(jié)構(gòu)增設(shè)搖擺墻前后橫向塑性鉸情況。原結(jié)構(gòu)(KJ)塑性鉸主要分布在底下三層，且原結(jié)構(gòu)在柱端塑性鉸發(fā)展程度相對(duì)較嚴(yán)重。在增設(shè)搖擺墻之后(圖6d))，結(jié)構(gòu)各層鉸分布相對(duì)比較均勻。模型KJA第四層梁端塑性鉸達(dá)到IO-LF狀態(tài)。從以上分析可以看出，外加搖擺墻對(duì)于減緩柱端塑性鉸的出現(xiàn)有良好的效果。原結(jié)構(gòu)第一層梁已經(jīng)處于“中震屈服階段”，局部處于倒塌階段，增設(shè)搖擺墻后，框架梁柱大部分均處于可以立即使用階段。

4 結(jié)語(yǔ)

1)采用搖擺墻進(jìn)行加固，結(jié)構(gòu)原有部分所受地震力均有一定幅度下降;

2)原有結(jié)構(gòu)加設(shè)搖擺墻之后，各層位移趨向于均勻，避免出現(xiàn)層屈服機(jī)制，提高結(jié)構(gòu)的整體耗能能力;

3)增設(shè)搖擺墻之后，框架柱塑性鉸明顯推遲，梁端塑性鉸也處于經(jīng)濟(jì)可修復(fù)狀態(tài);

4)采用搖擺墻對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行加固具有可行性。

[1] 曲 哲,葉列平.附加子結(jié)構(gòu)抗震加固方法及其在日本的應(yīng)用[J].建筑結(jié)構(gòu)，2010,40(5):55-58.

[2] BSL 2004， The Building Standard Law of Japan[S].

[3] 曲 哲.搖擺墻—框架結(jié)構(gòu)抗震損傷機(jī)制控制及設(shè)計(jì)方法研究[D].北京：清華大學(xué)，2010.

[4] 葉列平,曲 哲,馬千里,等.從汶川地震框架結(jié)構(gòu)震害談“強(qiáng)柱弱梁”屈服機(jī)制的實(shí)現(xiàn)[J].建筑結(jié)構(gòu),2008,38(11):52-67.

[5] 葉列平.體系能力設(shè)計(jì)法與基于性態(tài)/位移抗震設(shè)計(jì)[J].建筑結(jié)構(gòu),2010，34(6):10-14.

[6] Marriott D S, Pampanin D B, Palermo A.Dyanmic Testing of Precast, Post-Tensioned Rocking Wall Systems with Alternative Dissipating Solutions. Bulletin of The New Zealand Society for Earthquake Engineering,2008，41(2):90-103.

[7] 黃 超,季 靜,韓小雷,等.基于性能的既有鋼筋混凝土建筑結(jié)構(gòu)抗震評(píng)估與加固技術(shù)研究[J].地震工程與工程振動(dòng),2007,27(5):72-79.

[8] 張 勝,甘 明,紀(jì) 青,等.基于結(jié)構(gòu)位移性能的合肥游泳館抗震設(shè)計(jì)[J].建筑結(jié)構(gòu),2006，36(6):48-51.

On seismic performance analysis of swaying wall external consolidation of middle and primary school frame structures

Wang Wei

(GuangzhouZDArchitecturalDesignInstitute,Guangzhou510000,China)

The paper adopts the external swaying wall consolidation for the four-storey middle and primary frame structure failing to meet the seismic requirements, researches the influence of various consolidation schemes for the seismic performance of the structure under the effect of earthquake by analysis the elastic and elastic-plastic earthquakes of the consolidated structure with various consolidation schemes, and proves by the analysis result that the external sway wall can make displacement angles of floors homogenized, and the plastic hinge model after the addition of the swaying wall is relatively relieved.

frame structure, swaying wall, external consolidation, seismic performance

1009-6825(2015)02-0034-03

2014-11-06

王 偉(1987- ),男，碩士

TU352

A